渗透应力耦合作用下砂岩全应力-应变过程的渗透率试验研究

渗透应力耦合作用下砂岩全应力-应变过程的渗透率试验研究

1对基岩渗流场–应力场耦合作用下岩石渗透率特性的研电力节水技术和气田开采技术的渗透和控制、地下工程、采矿工程和深埋能源储水池的挖掘、高辐射核屑料的地质勘探、地热资源开发等新兴岩体工程影响岩体和水体的相互影响、相互联系、相互制约的联合作用。岩体在渗透压–应力耦合作用下变形过程的渗透性变化情况比较复杂。岩体的骨架结构、应力状态与其变形相关联,岩体渗透性又随着岩体的变形而变化。许多岩石工程的失稳破坏,都能找到两场耦合作用下渗透与变形关联性的因素。因此,研究岩体渗透性随其变形变化的规律,对于岩体水–力耦合的探索、地质灾害的防治和岩石工程安全性评价等方面,都具有十分重要的意义。国内外学者通过岩石伺服渗透试验,围绕岩体渗流–应力耦合作用下变形和渗透关联性问题做了一些研究,该课题已逐渐成为岩体渗流领域的一个研究热点。S.P.Li等以殷庄砂岩为研究对象,研究围压、孔压和试样尺寸对渗透规律的影响,发现殷庄砂岩渗透率与轴向应力和应变具有较好的函数关系。J.A.Wang和H.D.Park对沉积岩全应力–应变过程中渗透规律进行了测定,发现在峰值强度之前,渗透率随轴向应力的增加而增加,在应变软化阶段,渗透率显著降低。姜振泉等根据伺服渗透试验所获得的渗透率–应变关系与应力–应变关系,分析了全应力–应变过程中岩石渗透性随变形变化的特点、软岩和硬岩渗透率–应变关系的主要差异以及渗透率–应力的关系。贺玉龙和杨立中通过试验研究了围压升、降过程中砂岩和单裂隙花岗岩试样渗透率的变化特性。W.L.Zhu和T.F.Wong报道了岩石由脆性断裂向破碎流动转换过程中存在峰后渗透性减小的演化现象。胡大伟等对多孔红砂岩进行了三轴压缩试验,在不同变形阶段实施了轴向应力循环加、卸载,并在试验全过程中测量轴向渗透率,得到了试样破坏全过程的渗透率演化规律,发现轴向应力加、卸载中,骨架颗粒的不可恢复变形引起渗透率不可恢复的现象。韩国锋等针对岩石在压缩带形成过程中的渗透性变化特征、卸载围压时渗透性变化、体积应变与渗透性变化的关系,利用风化的高孔隙率岩石进行三轴试验研究,认为可能存在孔隙率增加而渗透性降低的现象,也得出了在压缩带形成过程中不同类型的渗透率曲线及卸载围压条件下的渗透率规律。另外,采矿工程领域一些科研工作者对瓦斯在煤岩中的渗透规律做了重点研究,取得了丰硕的成果。由上述可知,前人的研究加深了对岩石渗流场–应力场耦合作用下岩石渗透特性及变形特性的认识。但值得一提的是,对于岩石脆–延转换过程中压缩带及其他局部化变形的形成对渗透率影响的研究,鲜有报道。岩石渗流场–应力场耦合作用下岩石渗透率与变形的关联性,仍然需要进行大量试验及理论分析,以便进一步认识其规律性。基于以往的研究,利用伺服三轴试验系统,进行一定围压和渗透压组合条件下岩石全应力–应变过程中渗透率演化规律试验研究。在轴向应力、渗透率与轴向应变关系以及局部压缩带形成及体积应变对渗透率的影响等方面提出一些新的看法。对中等围压(20MPa)下,应力–应变曲线进入弹塑性阶段后渗透率曲线持平的新现象给出了比较合理的解释。研究结果对涉及渗流场–应力场耦合的岩石工程的设计与施工具有一定的指导意义。2试样试验和加载系统试验采用砂岩试样。考虑到岩石性状的复杂性和不均匀性,为使每个试样具有一致性和可比性,在加工时,试样均取自同一块岩石的相邻部位。用岩芯钻取机、刚性切割机和打磨机床加工成高径比为2∶1(直径25mm、长度50mm)的圆柱体试样。试样两端面不平整度小于0.05mm。制得的部分试样如图1所示。砂岩试样基本物理参数与编号如表1所示。其中,试样孔隙率是利用气体膨胀原理,即玻意耳定律,在QKY–ZN智能型孔隙度测定仪上测出;纵波波速利用DPO3012型数字声波仪测出,如图2所示。从表1可见,各试样的密度(均值为2.281g/cm3)、孔隙率(均值为8.892%)和纵波波速(均值为2792.4m/s)都十分接近,表明试样的一致性较好。试验在TAW–1000型深水孔隙压力伺服试验系统上进行。该系统由围压、轴压和孔隙水压3套独立的控制加载部分组成,并且具有全数字计算机控制、自动采集数据的功能。试验系统最大轴向压力为1000kN,可以进行应力–渗流耦合的岩石力学试验研究。试验系统及试样装配如图3所示。将岩芯平整放置于钢块接头上,并用黑色胶布缠绕试样将接触面密封(防止围压过高将接触面处热缩管压裂)。应用同样方法在岩芯上端放置垫块,胶布密封后用聚四氟乙烯热缩管套牢,并用热吹风固紧,使试样内的渗透压与压力室中的油压隔离。然后安装轴向应变计和径向应变计,并将应变计数据线与底座接口连接。设计围压和渗透压2个因素在3个不同应力水平(32)的正交试验方案。围压设定值为10,20,30MPa。试样上端始终接设定值分别为1,4,7MPa的水压,下端与大气连通,以此形成渗透压。另设10#试样进行单轴加载,以测定单轴抗压强度以及对比破坏形态。试验中,3#试样试验失败,取备用试样20#替代。整个试验过程轴向压力以0.02mm/min的速率(位移控制)进行伺服控制加载。由于试验所采用的砂岩试样渗透率较大(k>10-16m2),故渗透率测量采用稳定渗流法。试样的渗透率k(m2)由达西定律计算:式中:Q为单位时间内液体通过试样横截面积A的流量(m3/s);m为流体的黏度,水在常温下其值为1.005×10-3Pa·s;L为试样长度(m);△p为水力梯度(Pa)。3试验结果及分析3.1围压与宏观构造的关系图4为不同围压和渗透压下砂岩应力、渗透率与应变的关系曲线,图中应力–应变曲线的微小平台为测量渗透过程中维持轴压不变时试样所产生的细微流变现象,从整个应力–应变曲线上看十分细小,故由此造成的应变增量可忽略不计。由图4可知,初始渗透率、峰值强度随着渗透压–应力耦合作用下围压与渗透压的改变而改变。当围压恒定不变时,随渗透压的增大,初始渗透率逐渐增大,而峰值强度则不同程度地减小。表2给出了试样渗透率及应力–应变特征值,从表中可以看出,围压恒定渗透压增大时,初始渗透率的增加量均在同一个数量级内,而峰值强度的减小量在围压为10MPa时最大,30MPa围压下减小量最小,20MPa围压时峰值强度减小量介于前两者之间。这说明渗透压在低围压作用下对峰值强度的影响比高围压下更加显著。当维持渗透压不变,随着围压的增大,初始渗透率逐渐减小,减小幅度在2个数量级内;峰值强度则有所增加,增幅均大于10%。围压由10MPa增至20MPa时所造成的峰值强度的增幅,较20MPa增至30MPa的大。孟召平等在研究沉积岩的强度特征中发现,围压和峰值强度具有如下关系:式中:σ1为岩石的峰值强度,σc为单轴抗压强度,k为强度影响系数,σ3为侧向应力。对于Mohr-Coulomb准则有式中:c为黏聚力,φ为内摩擦角。岩石单轴抗压时,σc=2ccosφ/(1-sinφ),影响系数k=(1+sinφ)/(1-sinφ),即式(2)中k为定值。然而Mohr-Coulomb准则只适用于低围压的情况,对于高围压的情况则其适用性较差,正如郑永学在对灰岩和矽化灰岩研究中发现,k值随围压σ3增大而降低,增加侧向压力对提高岩石三轴抗压强度是有限度的。本试验中,砂岩试样围压提高而峰值强度增幅减小的现象与之类似,即k值是随侧向围压σ3增大而降低的,呈负相关关系,且影响较为显著。O.Mohr很早就在针对土体的试验中发现,内摩擦角φ会随着σ3的增大而减小,笔者认为,对于岩体也有类似性质,这也是k值(k=(1+sinφ)/(1-sinφ))随侧向围压σ3增大而减小的原因。岩石内部的原生孔隙、微裂隙等结构在围压条件改变时会发生变形,从而影响其渗透性。围压改变时,岩石内部结构所受到的影响不同,进而造成其渗透性变化特征也有所不同。当围压增大时,试样内部的孔隙、微裂隙起到了压密闭合的作用,限制了微裂隙的张开程度,使微裂隙及渗流通道变小,从而抑制水的渗流。孔隙水压力使岩石内部的微裂隙尖端的应力强度因子降低,当达到临界应力强度时,裂纹即发生贯通、扩展。另外,受孔隙水压力“楔入”作用的影响,削弱了颗粒间的胶结能力,加之水可以溶解许多岩石中的矿物成分使岩石产生软化作用,使裂纹扩展加剧,从而使岩石渗透率提高,抗剪强度降低。假设本试验中渗透压作用下的孔隙压力在整个岩芯的长度方向上大致呈线性分布,根据有效应力原理,结合试验结果,将不同平均孔隙压力Pf作用下砂岩骨架颗粒所受围压表述为有效围压,即式中:Pceff为有效围压,Pc为压力室内的围压。根据上述公式计算所得有效围压及试验所得初始渗透率及峰值强度见表2。由表2可将渗透压–应力耦合作用下的试验现象归纳为:随着有效围压的增大,初始渗透率大致逐渐减小,峰值强度逐渐增大。3.2围压对渗透率的影响图4不仅反映了渗透压、围压对初始渗透率和峰值强度的影响,而且较清晰地反映了随渗透压增大,渗透率相对提高但变化趋势基本不变的现象。从图4中可以看出,随着围压的升高,试样脆性逐渐减弱,延性逐渐增强,同时体现出全应力–应变过程中砂岩试样的压密、弹性、屈服、峰值强度和应变软化阶段。图5为单轴压缩试验的应力–应变曲线。结合图4和5可分析不同围压下全应力–应变过程中脆–延转换特征和渗透特性规律。由图4可以看出,在不同围压及渗透压作用下渗透率–轴向应变曲线和应力–轴向应变曲线的变化趋势表现为不同的形式,这说明试样在变形过程中有多种细观机制在起作用。它们的关系大致可以分为以下3种类型:(1)围压为10MPa时,3种不同渗透压作用下的砂岩试样全应力–应变过程中渗透率变化的共同特征为:从较小的应变开始,渗透率就随着轴向应变的增大而降低,且在达到屈服点前降到最低点,之后随着轴向应变的增大,渗透率逐渐增大。在应力峰值点时,渗透率往往尚未达到最大值,说明应力峰值点的裂隙开度并未达到最大。(2)围压为20MPa时,3种不同渗透压作用下的砂岩试样在进入屈服阶段前,随着轴向应变的增大,渗透率也呈现下降趋势。待试样进入屈服后,随轴向应变的增加,渗透率的变化趋势不同于围压10MPa下逐渐增加的情况,而是在幅度很小的范围(±2×10-16m2)内波动,基本持平。这是在岩石三轴渗透试验中不常出现的新现象。(3)围压为30MPa时,渗透率曲线变化趋势明显与前两者不同。随着轴向应变的增加直至试样进入应变软化阶段,渗透率持续降低,并逐渐趋于稳定。李世平等将16组殷庄砂岩试样试验结果(渗透率–应变曲线)定性地分为3种类型。本试验测得10MPa围压下渗透率–轴向应变曲线(见图4(a)~(c))趋势符合其中的一种。这一类型曲线表明了岩石在围压较低情况下脆性较强,其渗透性则与岩石变形损伤演化过程密切相关。综合图4(a)~(c),分析其变化趋势得出,试样主要经历了以下4个特征阶段:非线性压密阶段,线弹性阶段,弹塑性和峰值强化阶段,应变软化阶段。在非线性压密阶段,砂岩原生孔隙和微裂隙逐渐闭合,试样被压密,形成早期的非线性变形,引起砂岩试样渗透率的降低。在线弹性阶段,应力–应变曲线呈线性关系,随着轴向应变的增加,渗透率继续降低,直到最低点。这是由于砂岩骨架颗粒进一步受到挤压作用,颗粒间孔隙和微裂隙等水流通道进一步被压缩,裂隙开度减小,水的流动也变得更加困难。渗透率最低点所对应的应变是试样由压密变形过渡为剪胀变形的转折点。进入弹塑性阶段和应变软化阶段后,砂岩试样发生剪胀变形,即随着轴向应力增大,在孔隙水压和围压的共同作用下,试样的微裂隙出现扩展,并萌生新的微裂隙,使试样的渗透率变大。随着微裂隙进一步扩展并相互贯通,试样的内部结构遭到破坏,开始出现宏观裂纹,轴向变形继续增大,试样的渗透率从缓慢增大演化为急剧增大。从图4(d)~(i)可以看出,在围压增大的情况下,试样进入塑性阶段后的渗透率并没有明显提高。这是由于试样中的孔隙、微裂隙被压缩,而围压的束缚不利于微裂隙的萌生和扩展,从而使渗透率一直减小。最终在试样内部形成局部压缩带,对水的流动形成阻碍作用,使得渗透率没有明显增加。3.3局部压缩和脆–延转换的临界状态W.A.Olsson对Castegate砂岩进行了常规三轴压缩试验,在较低围压下发现了高角度剪切带,在较高围压下发现了压缩带。P.Baud等将压缩带定义为一个与最大主应力近似垂直的局部化结构,将高角度剪切带定义为与最大主应力成高角度(45°~80°)的局部化结构。R.Katsman和E.Aharonov研究发现,压缩带源于裂纹、切口和压密的缺陷。图6清晰地展示了本次试验中几个具有代表性的试样的破坏形态,其中,图6(a)为单轴压缩下贯通剪切面破坏结构,图6(b)~(d)为破坏局部化结构,依次为:高角度剪切带结构、高角度剪切带与压缩带混合结构及压缩带结构。试验中,1#,2#,20#试样大致呈高角度剪切带破坏结构;4#,5#,6#试样基本呈高角度剪切带与压缩带混合破坏结构;而7#,8#,9#试样的破坏大致表现为压缩带结构。结合图4的渗透率–轴向应变曲线,三轴压缩形成的不同局部化结构及变形过程中不同程度的块度破碎是造成不同渗透率变化类型的可能原因。曹文贵等研究发现,随围压增大,岩石全应力–应变曲线如图7所示,由图7可知,全应力–应变曲线峰后由软化状态向硬化状态转换,临界状态的切线斜率趋于这一现象被认为是岩石脆–延转化过程的表现。围压较小时,岩石脆性较强,破坏时易发生剪切破坏。当围压增大时,试验结果逐渐表现出显著的脆性减弱、延性不断增强、脆性向延性转换的特性。随着三轴压缩过程进入弹塑性阶段后,一方面,高围压抑制原生孔隙、微裂隙的扩展,阻碍了萌生新裂纹相互贯通形成宏观裂纹;另一方面,局部岩石骨架也在一定程度上被压碎,压缩破碎后的岩石骨架颗粒粒径较小,这些细小的颗粒阻塞了相互贯通的宏观裂纹等水流通道。因此,在30MPa围压作用下,试样破坏呈压缩带结构,渗透率持续减小。这与V.Vajdova等的研究结果是一致的。对于土体中水的渗流,一般认为主要通道是压缩带中的孔隙,渗透性由孔隙面积控制;对于裂隙岩体中水的渗流,一般认为以裂隙渗流为主,渗透系数主要受裂隙宽度和裂隙分布密度的影响。在高围压作用下形成的局部压缩带中水的渗流接近于土体中水的渗流;在低围压形成剪切破坏结构中水的渗流主要是裂隙渗流;在中等围压下形成的剪切带与压缩带混合结构中,孔隙、微裂隙共同存在。从作用机制上对孔隙和裂隙对渗透率的变化规律的影响做出定量分析存在一定困难,在水–力耦合作用下,微观结构发生剧烈改变,更增加了问题的复杂性。岩石微裂隙的萌生、扩展和骨架压碎这2个因素共同决定着岩石在三轴压缩过程中进入弹塑性阶段后渗透率的变化。在20MPa围压下,出现进入弹塑性阶段后渗透率基本持平,仅在小范围内波动的新现象,破坏形态也呈现高角度剪切与压缩带混合结构。这很可能是在20MPa左右的围压下试样微裂隙的萌生、扩展和压缩带的形成这2个因素共同作用,且对渗流通道的影响权重相当、此消彼长的结果。本次试验所得结果为脆性阶段或者脆–延转换的临界阶段。可以看出:在岩石进入塑性阶段后,随围压增大渗透率由上升趋势转变为下降趋势(即渗透率保持基本不变的过渡阶段),先于脆–延转换的临界状态而发生。由于随围压增大渗透率由上升趋势转变为下降趋势的现象对应的破坏模式为高角度剪切带和压缩带混合结构,水渗流通道是由贯通裂隙和破碎岩石颗粒间的孔隙共同构成。而在脆–延转换的临界状态压缩带形成过程中,在高围压作用下试样内部并无明显的劣化剪切面形成,局部高角度剪切破坏结构几乎全部转变为岩石骨架颗粒破碎形成的压缩带结构,水渗流通道也转变成破碎岩石颗粒间的孔隙。因此可以认为,压缩带的发现和研究,突破了应变局部化变形带内产生剪切破坏使渗透率提高的传统观念,它是三向应力下岩石(体)在脆–延转换阶段出现的应变局部化现象,对岩体的渗透率起到抑制作用。3.4渗透率与体积应变试验中径向应变计设置于试样的中部,由于试样的不均匀性、端部效应、加工精度、渗透压的作用及局部压缩带的形成等因素,造成的径向应变局部化不能有效地通过一个径向应变计反映出来,故而学者们称这种试验所得的径向应变为名义径向应变。由图8可以明显地看出,本次试验中就出现了局部压缩带集中出现在径向应变计的下方,导致名义径向应变不能准确地反映试样真实径向应变和应变局部化现象。虽然名义径向应变不能很准确地反映岩石试样的真实径向应变,尤其在试样发生膨胀的后期,但是通过名义径向应变所计算出的体积应变结果仍具有一定规律性。体积应变采用吴家龙的计算方法:式中:εvol为体积应变,εax为轴向应变,εlat为名义径向应变。通过对试验数据的分析整理,可以得到渗透率和体积应变的关系曲线,如图9所示。图中箭头所指方向为渗透率随体积应变变化的方向,试样体积相对初始体积减小时,体积应变为正值(岩土材料通常以受压为正),反之为负值。需要指出,2#,5#,8#,9#试样压缩后期的规律失常即为名义径向应变的不准确性所造成。从图9可以看出,在试样非线性压密阶段,由于轴压和围压的共同的作用,体积压缩减小,体应变为正值,并且随着轴压增大,试样明显被压缩,这一阶段渗透率降低;当轴向应力达到一定值后,随着轴向应变的增加,试样被压缩破裂,萌生大量的微裂纹,压密变形开始过渡为剪胀变形,体积开始膨胀,体积应变开始减小。此时,若岩石围压较低、脆性较强,则微裂隙不断地相互贯通扩展,体积内部裂隙在孔隙水压力作用下加速扩展、贯通,使试样体积急剧膨胀,渗透率也持续增加。若岩石围压较高、延性较强,则微裂隙相互贯通的同时,岩石骨架颗粒也被压碎,岩石孔隙坍塌,减缓了体积的膨胀,同时也抑制了渗透率的增长。因此,体积应变更好地反映了试样非线性压密、线弹性、屈服和破坏过程中渗透率的变化。从图9还可以看出,在加载的后期,都存在体积膨胀的扩容现象。而整个加载过程中,渗透率曲线在不同围压下呈现不同的变化趋势。在加载后期,会发生体积膨胀,渗透率既有增大又有减小的情况。这与一般认为渗透率与体积应变有正相关关系的规律是不一致的。本试